WO2019026788A1 - モータ - Google Patents

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大塚　誠
幸嗣 癸生川
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ミネベアミツミ株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a motor.
  • the present invention has been made in view of the above, and it is an object of the present invention to provide a motor capable of reducing the loss of the motor at high speed rotation.
  • a motor in order to solve the problems described above and to achieve the object, includes a stator and a roller.
  • the stator includes a yoke portion and teeth projecting from the yoke portion.
  • the rotor has a ratio of the outer diameter to the outer diameter of the stator of 0.3 or less. In the stator, the ratio of the thickness of the yoke portion to the outer diameter of the stator is 0.1 to 0.15.
  • FIG. 1 is a view showing a motor according to the embodiment.
  • FIG. 2 is a view showing a simulation result in which the thickness of the yoke portion is changed.
  • FIG. 3 is a view showing a simulation result in which the thickness of the yoke portion is changed.
  • FIG. 4 is a view showing a simulation result in which the thickness of the yoke portion is changed.
  • FIG. 5 is a diagram showing simulation conditions in which the inner diameter of the stator is varied.
  • FIG. 6 is a diagram showing simulation results in which the inner diameter of the stator is varied.
  • FIG. 1 is a view showing a motor 1 according to the embodiment.
  • the motor 1 is an inner rotor type brushless motor.
  • the motor 1 includes a stator 2 and a rotor 3.
  • the stator 2 is a stator of the motor 1 and is formed by laminating a plurality of plate-like metal members such as soft magnetic steel plates such as silicon steel plates and electromagnetic steel plates.
  • the stator 2 has an annular yoke portion 2a, a plurality of teeth 2b, and a coil 2c. Further, the stator 2 has an outer diameter A of 50 mm or less and has a relatively small shape. Teeth 2b protrudes inward in the radial direction from the inner peripheral surface of yoke portion 2a. As shown in FIG. 1, six teeth 2b are evenly arranged in the circumferential direction, and two opposing teeth 2b form one set, and each set is a three-phase (U-phase, V-phase, W-phase) magnetic circuit Corresponding to each phase of The number of teeth 2b is not limited to six, and may be three or nine, as long as a three-phase magnetic circuit is formed.
  • the coil 2c is formed by winding a wire around each of the teeth 2b.
  • the conducting wire is a member in which a metal wire such as copper, for example, is covered with an insulating member such as a resin.
  • the rotor 3 is a rotor in the motor 1 and includes a rotating shaft 3a and a magnet 3b. Further, in the rotor 3, the ratio of the outer diameter B to the outer diameter A of the stator 2 is 0.3 or less.
  • the magnet 3b is a cylindrical permanent magnet, and is fixed to the outer peripheral surface of the rotating shaft 3a. For example, a ferrite magnet or a neodymium magnet can be used as the magnet 3b.
  • the outer peripheral surface of the magnet 3b is opposed to the teeth 2b with a predetermined air gap 50 (hereinafter referred to as an air gap 50). That is, the motor 1 is an inner rotor type.
  • the iron loss and the copper loss are achieved by setting the outer diameter A of the stator 2, the outer diameter B of the rotor 3, the inner diameter C of the stator 2 and the thickness D of the yoke portion 2 a to an optimal dimensional ratio. And so on to reduce the loss of the motor 1.
  • the ratio of the thickness D of the yoke portion 2a to the outer diameter A of the stator 2 is 0.1 to 0.15.
  • the ratio of the air gap 50 to the outer diameter A of the stator 2 is 0.042 to 0.064. The simulation results of such points will be described later with reference to FIGS. 5 and 6.
  • FIGS. 2 to 4 are diagrams showing simulation results in which the thickness D of the yoke portion 2a is varied.
  • simulation results in the case of rotating at 100,000 rpm will be described using FIGS. 2 and 3.
  • the measurement point P1 shown in FIG. 2 shows the measurement location of the magnetic flux density in simulation.
  • FIG. 2 shows dimension conditions of the stator 2 and the rotor 3 in the simulation. Specifically, in the simulation, the outer diameter A of the stator 2 is fixed at 47 mm, the outer diameter B of the rotor 3 is fixed at 12 mm, and the inner diameter C of the stator 2 is fixed at 18 mm. Then, the thickness D of the yoke portion 2a in the stator 2 is varied between 3 and 9 mm.
  • the "air gap” indicates the radial length of the air gap (air gap 50) between the rotor 3 and the teeth 2b.
  • Stator magnetic flux density indicates the magnetic flux density at the measurement point P1 of the stator 2.
  • Iron loss (predicted value) indicates a predicted value of iron loss calculated based on the magnetic flux density.
  • the “winding space” indicates a cross-sectional area of the coil 2c in a cross-sectional view (for example, FIG. 1).
  • the number of winding turns indicates the number of turns of the coil 2c to the teeth 2b.
  • M / W (magnet wire) wire diameter” indicates the length of the diameter of the conducting wire (that is, metal wire) excluding the insulating film of the coil 2c.
  • the “standard coating outer diameter” indicates the length of the diameter of the lead including the insulating coating of the coil 2c.
  • the "space factor” indicates the ratio of the coil 2c to the “winding space”.
  • M / W conductor resistance value indicates the resistance value of the metal wire in the coil 2c.
  • Coil resistance value indicates the resistance value of the coil 2c.
  • the number of turns (the number of turns) and the space factor of the coil 2c are fixed.
  • the thickness D of the yoke portion 2a is increased, the winding space is reduced. Therefore, the M / W wire diameter, that is, the metal wire of the conducting wire is reduced in order to keep the space factor constant.
  • FIG. 3 shows a graph of copper loss, iron loss, total loss and magnetic flux density in the simulation result.
  • the vertical axis indicates the value of each parameter
  • the horizontal axis indicates the thickness D of the yoke portion 2a.
  • the detailed numerical values of iron loss and magnetic flux density shown in FIG. 3 refer to “iron loss (predicted value)” and “stator magnetic flux density” in FIG. 2.
  • the core loss is the sum of the eddy current loss and the hysteresis loss, but under conditions of high-speed rotation such as 100,000 rpm, it is generally more likely that the eddy current loss is larger than the hysteresis loss. is there.
  • the total loss is the sum of copper loss and iron loss.
  • the copper loss increases as the thickness D of the yoke portion 2a increases. This is because the winding space is reduced by thickening the yoke portion 2a. For this reason, in order to ensure the same number of turns of the coil, it is attributable to the wire of the coil 2c becoming thinner. Specifically, as the conducting wire becomes thinner, the resistance value of the coil 2c increases, and as a result, the temperature of the coil 2c increases, so the loss increases.
  • the core loss decreases as the thickness D of the yoke portion 2a increases. This is because the magnetic flux density is reduced by thickening the yoke portion 2a. Specifically, when the magnetic flux density decreases, the eddy current loss decreases, and as a result, the temperature rise of the coil 2c is suppressed, so the loss decreases.
  • the total loss decreases as the thickness of the yoke portion 2a increases in the range of 3 mm to 6 mm. This is because the reduction in iron loss is more pronounced than the increase in copper loss when the thickness D of the yoke portion 2a is between 3 mm and 6 mm.
  • the total loss increases as the thickness of the yoke portion 2a increases as the thickness D of the yoke portion 2a increases between 6 mm and 9 mm. This is because the increase in copper loss is more pronounced than the decrease in iron loss when the thickness D of the yoke portion 2a is between 6 mm and 9 mm.
  • the temperature rise due to heat generation of the motor 1 has a lower rise value in the case of 6.0 mm as compared with the case where the thickness D of the yoke portion 2a is 4.5 mm. That is, as the thickness D of the yoke portion 2a is larger, the temperature rise due to the heat generation of the motor 1 tends to decrease.
  • the thickness D of the yoke portion 2a is preferably between 5 mm and 7 mm.
  • the ratio of the thickness D of the yoke portion 2a to the outer diameter A of the stator 2 is preferably 0.1 to 0.15.
  • the thickness D of the yoke portion 2a be closer to 6 mm. That is, the thickness D of the yoke portion 2a is more preferably about 6 mm (the ratio of the ratio to the outer diameter A of the stator 2 is about 0.127).
  • the ratio of the thickness D of the yoke portion 2 a of 5 mm to 7 mm is strictly about 0.106 to about 0.148.
  • the thickness D of the yoke portion 2a is 0.1 to 0.15 in consideration of the presence of a manufacturing error of several percent.
  • the outer diameter A of the stator 2 is not limited to 47 mm, and may be 50 mm or less. Further, the outer diameter B of the rotor 3 may also have a length that satisfies the ratio of 0.3 times or less of the outer diameter A of the stator 2.
  • FIG. 3 shows the simulation result of the number of revolutions of 100,000 rpm, it is not necessary to be exactly 100,000 rpm, and substantially similar simulation results can be obtained even with the number of revolutions in the range of ⁇ 10%. . That is, if the number of rotations is in the range of 90,000 to 110,000 rpm, simulation results substantially similar to the number of rotations of 100,000 rpm can be obtained.
  • FIG. 4 shows the total loss at rotation speeds of 50,000 rpm, 75,000 rpm and 100,000 rpm, respectively.
  • the outer diameter A of the stator 2, the outer diameter B of the rotor 3, the inner diameter C of the stator 2 and the thickness D of the yoke portion 2a are the same at all three rotational speeds (see FIG. 2).
  • the total loss decreases as the yoke portion 2a becomes thicker regardless of the rotational speed. Further, when the thickness D of the yoke portion 2a is in the range of 3 mm to 6 mm, the total loss is smaller as the number of rotations is smaller. This is due to the fact that the lower the rotation speed, the smaller the core loss, but the copper loss does not change (because the current value and the coil resistance value are not changed).
  • the total loss increases as the yoke portion 2a becomes thicker regardless of the rotational speed.
  • the total loss is the lowest value at all three rotational speeds. That is, when the rotational speed is 50,000 rpm or more, the total loss can be reduced by setting the thickness D of the yoke portion 2a to 5 mm to 7 mm.
  • the ratio of the thickness D of the yoke portion 2a to the outer diameter A of the stator 2 is preferably 0.1 to 0.15.
  • FIG. 5 is a diagram showing simulation conditions in which the inner diameter C of the stator 2 is varied.
  • FIG. 6 is a view showing a simulation result in which the inner diameter C of the stator 2 is varied.
  • the outer diameter A of the stator 2 is 47 mm
  • the outer diameter B of the rotor 3 is 12 mm
  • the thickness D of the yoke portion 2a is 7 mm.
  • the inner diameter C of the stator 2 is varied by 2 mm in the range of 14 mm to 22 mm.
  • the air gap 50 can be varied from 1 mm to 5 mm.
  • the measurement point P2 of the magnetic flux density of the stator 2 is shown.
  • FIG. 6 shows a graph of copper loss, iron loss, total loss and magnetic flux density in the simulation result.
  • the vertical axis represents the value of each parameter
  • the horizontal axis represents the inner diameter C of the stator 2.
  • the copper loss increases as the inner diameter C increases. Further, as shown in FIG. 6, when the inner diameter C of the stator 2 is in the range of 14 mm to 22 mm, the larger the inner diameter C, the larger the total loss.
  • the temperature rise due to heat generation of the motor 1 is a temperature rise value in the case of 18 mm (air gap 3.0 mm) as compared with the case where the inner diameter C is 15 mm (air gap 1.5 mm). Is small. That is, as the inner diameter C of the stator 2 increases (that is, as the air gap 50 increases), the temperature rise due to heat generation of the motor 1 tends to decrease.
  • the inner diameter C of the stator 2 is preferably between 16 mm and 18 mm, that is, the air gap 50 is between 2 mm and 3 mm.
  • the ratio of the air gap 50 to the outer diameter A of the stator 2 is preferably 0.042 to 0.064.
  • the air gap 50 be closer to 3 mm. That is, it is more preferable that the inner diameter C of the stator 2 is between 17 mm and 18 mm, and the air gap 50 is between 2.5 mm and 3.0 mm.
  • the ratio of 2 mm to 3 mm of the air gap 50 is strictly about 0.0425 to about 0.0638, but the outer diameter A and the inner diameter C of the stator 2
  • the above values are set to 0.042 to 0.064.
  • the motor 1 includes the stator 2 and the rotor 3.
  • the stator 2 includes a yoke portion 2a and teeth 2b protruding from the yoke portion 2a.
  • the ratio of the outer diameter B to the outer diameter A of the stator 2 is 0.3 or less.
  • the ratio of the thickness D of the yoke portion 2 a to the outer diameter A of the stator 2 is 0.1 to 0.15.
  • the outer diameter A of the stator 2 is 50 mm or less.
  • the stator 2 has an air gap 50 formed between the teeth 2 b and the rotor 3, and the ratio of the air gap 50 to the outer diameter A of the stator 2 is 0.042 to 0.064. It is. As a result, even if the air gap 50 is relatively wide, the loss can be reduced and the motor efficiency can be improved.
  • the number of rotations is 50,000 rpm or more. Thereby, the loss can be reduced even at high speed rotation.
  • the present invention is not limited by the above embodiment. What is configured by appropriately combining the above-described constituents is also included in the present invention. Further, further effects and modifications can be easily derived by those skilled in the art. Therefore, the broader aspects of the present invention are not limited to the above embodiment, and various modifications are possible.

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Abstract

実施形態に係るモータは、ステータと、ローラとを備える。ステータは、ヨーク部およびヨーク部から突出するティースを含む。ロータは、ステータの外径に対する外径の比率が０．３以下である。また、ステータは、ステータの外径に対するヨーク部の厚みの比率が０．１～０．１５である。

Description

モータ
　本発明は、モータに関する。
　近年、例えばファン等に使用されるモータの高速回転化が進んでいる。例えば、モータは、ステータやロータ等の寸法比を最適化することで、５０，０００ｒｐｍを超えるような高速回転に伴って発生する鉄損と銅損のバランスをとりモータを高効率とすることができる技術が提案されている（例えば、特許文献１参照）。
特開２００６－２８００２２号公報
　しかしながら、従来の技術では、ステータやロータの寸法比が必ずしも最適化されているとは言えなかった。つまり、従来は、鉄損や銅損といったモータの損失を低減させる点で改善の余地があった。
　本発明は、上記に鑑みてなされたものであって、高速回転におけるモータの損失を低減させることができるモータを提供することを目的とする。
　上述した課題を解決し、目的を達成するために、本発明の一態様に係るモータは、ステータと、ローラとを備える。前記ステータは、ヨーク部および前記ヨーク部から突出するティースを含む。前記ロータは、前記ステータの外径に対する外径の比率が０．３以下である。また、前記ステータは、前記ステータの外径に対する前記ヨーク部の厚みの比率が０．１～０．１５である。
　本発明の一態様によれば、高速回転におけるモータの損失を低減させて、モータ効率を改善することができるモータを提供することができる。
図１は、実施形態に係るモータを示す図である。 図２は、ヨーク部の厚みを可変させたシミュレーション結果を示す図である。 図３は、ヨーク部の厚みを可変させたシミュレーション結果を示す図である。 図４は、ヨーク部の厚みを可変させたシミュレーション結果を示す図である。 図５は、ステータの内径を可変させたシミュレーション条件を示す図である。 図６は、ステータの内径を可変させたシミュレーション結果を示す図である。
　以下、実施形態に係るモータについて図面を参照して説明する。なお、図面における各要素の寸法の関係、各要素の比率などは、現実と異なる場合がある。図面の相互間においても、互いの寸法の関係や比率が異なる部分が含まれている場合がある。
　まず、図１を用いて実施形態に係るモータ１について説明する。図１は、実施形態に係るモータ１を示す図である。以下では、モータ１がインナーロータ型のブラシレスモータである場合について説明する。
　図１に示すように、実施形態に係るモータ１は、ステータ２とロータ３とを備える。ステータ２は、モータ１における固定子であり、例えばケイ素鋼板、電磁鋼板等といった軟磁性鋼板等の板状の金属部材が複数枚積層されて形成される。
　ステータ２は、環状のヨーク部２ａと、複数のティース２ｂと、コイル２ｃとを有する。また、ステータ２は、外径Ａが５０ｍｍ以下であり、比較的小型の形状である。ティース２ｂは、ヨーク部２ａの内周面から径方向内側へ突出する。図１に示すように、ティース２ｂは、周方向に均等に６個配置され、対向する２つのティース２ｂを１組とし、各組が３相（Ｕ相、Ｖ相、Ｗ相）の磁気回路の各相に対応する。なお、ティース２ｂは、６個に限らず、３個または９個でもよく、３相の磁気回路が形成される個数であればよい。
　コイル２ｃは、導線がティース２ｂそれぞれに巻回されて形成される。導線は、例えば銅等の金属線材が樹脂等の絶縁部材で被覆された部材である。
　ロータ３は、モータ１における回転子であり、回転軸３ａと、マグネット３ｂとを備える。また、ロータ３は、ステータ２の外径Ａに対する外径Ｂの比率が０．３以下である。マグネット３ｂは、筒状の永久磁石であり、回転軸３ａの外周面に固定される。マグネット３ｂは、例えばフェライト磁石やネオジム磁石等を用いることができる。また、マグネット３ｂは、外周面がティース２ｂと所定の空隙５０（以下、エアギャップ５０と記載する）を空けて対向する。つまり、モータ１は、インナーロータ型である。
　実施形態に係るモータ１では、ステータ２の外径Ａ、ロータ３の外径Ｂ、ステータ２の内径Ｃおよびヨーク部２ａの厚さＤを最適な寸法比にすることで、鉄損および銅損等といったモータ１の損失を低減する。
　具体的には、実施形態に係るモータ１は、ステータ２の外径Ａに対するヨーク部２ａの厚さＤの比率が０．１～０．１５である。なお、かかる点のシミュレーション結果については、図２～図４で後述する。
　また、実施形態に係るモータ１は、ステータ２の外径Ａに対するエアギャップ５０の比率が０．０４２～０．０６４である。なお、かかる点のシミュレーション結果については、図５および図６で後述する。
　次に、図２～図４を用いて、ステータ２におけるヨーク部２ａの厚さＤが与える損失への影響について説明する。図２～図４は、ヨーク部２ａの厚さＤを可変させたシミュレーション結果を示す図である。まず、図２および図３を用いて、１００，０００ｒｐｍで回転させた場合のシミュレーション結果について説明する。また、図２に示す測定点Ｐ１は、シミュレーションにおける磁束密度の計測箇所を示す。
　また、図２には、シミュレーションにおけるステータ２およびロータ３の寸法条件を示している。具体的には、シミュレーションにおいて、ステータ２の外径Ａは、４７ｍｍ、ロータ３の外径Ｂは、１２ｍｍ、ステータ２の内径Ｃは、１８ｍｍで固定することとする。そして、ステータ２におけるヨーク部２ａの厚さＤを３～９ｍｍの間において可変させることとする。
　また、図２に示すグラフには、「エアギャップ」、「ステータ磁束密度」、「鉄損（予測値）」、「巻き線スペース」、「巻き線ターン数」、「Ｍ／Ｗ線径」、「標準被膜外径」、「占積率」、「Ｍ／Ｗ導体抵抗値」および「コイル抵抗値」を示す。
　「エアギャップ」は、ロータ３とティース２ｂとの間の空隙（エアギャップ５０）の径方向への長さを示す。「ステータ磁束密度」は、ステータ２の測定点Ｐ１における磁束密度を示す。「鉄損（予測値）」は、磁束密度に基づき算出される鉄損の予測値を示す。「巻き線スペース」は、コイル２ｃの断面視（例えば、図１）における断面積を示す。「巻き線ターン数」は、コイル２ｃのティース２ｂへの巻回数を示す。「Ｍ／Ｗ（マグネットワイヤ―）線径」は、コイル２ｃの絶縁被膜を除いた導線（つまり金属線材）の径の長さを示す。「標準被膜外径」は、コイル２ｃの絶縁被膜を含む導線の径の長さを示す。「占積率」は、「巻き線スペース」に占めるコイル２ｃの割合を示す。「Ｍ／Ｗ導体抵抗値」は、コイル２ｃにおける金属線材の抵抗値を示す。「コイル抵抗値」は、コイル２ｃの抵抗値を示す。
　図２に示すように、シミュレーションにおいて、コイル２ｃのターン数（巻回数）および占積率を固定することとする。換言すれば、ヨーク部２ａの厚さＤを厚くするほど、巻き線スペースが小さくなるため、占積率を一定に保つためにＭ／Ｗ線径、つまり導線の金属線材を細くする。
　また、図３には、シミュレーション結果における銅損、鉄損、トータル損失および磁束密度のグラフを示す。かかるグラフでは、縦軸に、各パラメータの値を示し、横軸に、ヨーク部２ａの厚さＤを示す。なお、図３に示す鉄損および磁束密度の詳細な数値は、図２の「鉄損（予測値）」、「ステータ磁束密度」を参照している。
　また、銅損の計算式は、電流値をＩ、コイル２ｃの抵抗値をＲとした場合、銅損＝Ｉ２×Ｒで表される。また、鉄損は、渦電流損およびヒステリシス損を合計した値であるが、１００，０００ｒｐｍのような高速回転の条件においては、ヒステリシス損に比べて特に渦電流損が大きくなることが一般的である。渦電流損の計算式は、渦電流損をＰｅ、比例定数をｋｅ、板厚をｔ、周波数をｆ、最大磁束密度をＢｍ、ステータ２の抵抗率をρとした場合、Ｐｅ＝ｋｅ（ｔ・ｆ・Ｂｍ）２／ρで表される。トータル損失は、銅損および鉄損を合計した値である。
　図３に示すように、ヨーク部２ａの厚さＤが３ｍｍから９ｍｍの範囲において、銅損は、ヨーク部２ａの厚さＤが厚いほど、損失が大きくなる。これは、ヨーク部２ａを厚くすることで、巻線スペースが減少する。このため、同等のコイルのターン数を確保するためにはコイル２ｃの導線が細くなることに起因する。具体的には、導線が細くなることで、コイル２ｃの抵抗値が大きくなり、結果としてコイル２ｃの温度が高くなるため、損失が大きくなる。
　一方、鉄損は、ヨーク部２ａの厚さＤが厚いほど、損失が小さくなる。これは、ヨーク部２ａを厚くすることで、磁束密度が小さくなることに起因する。具体的には、磁束密度が小さくなると、渦電流損が低減し、結果としてコイル２ｃの温度上昇が抑えられるため、損失が小さくなる。
　また、トータル損失は、ヨーク部２ａの厚さＤが３ｍｍ～６ｍｍの間において、ヨーク部２ａが厚くなるほど損失が小さくなる。これは、ヨーク部２ａの厚さＤが３ｍｍ～６ｍｍの間において、鉄損の低下が銅損の増加よりも顕著であることに起因する。一方、トータル損失は、ヨーク部２ａの厚さＤが６ｍｍ～９ｍｍの間において、ヨーク部２ａが厚くなるほど損失が大きくなる。これは、ヨーク部２ａの厚さＤが６ｍｍ～９ｍｍの間において、銅損の増加が鉄損の低下よりも顕著であることに起因する。
　また、図３に示すように、モータ１の発熱による温度上昇は、ヨーク部２ａの厚さＤが４．５ｍｍの場合に比べて６．０ｍｍの場合のほうが、上昇値が低い。つまり、ヨーク部２ａの厚さＤが大きい程、モータ１の発熱による温度上昇が低下する傾向にある。
　従って、図２および図３に示すシミュレーション結果から、ヨーク部２ａの厚さＤは、５ｍｍ～７ｍｍの間であることが好ましい。換言すれば、ステータ２の外径Ａに対するヨーク部２ａの厚さＤの比率が０．１～０．１５であることが好ましい。これにより、例えば、１００，０００ｒｐｍ等の高速回転における損失（トータル損失）を低減させることができる。
　さらに、温度上昇値を考慮するとヨーク部２ａの厚さＤが６ｍｍに近いほうがより好ましい。つまり、ヨーク部２ａの厚さＤが、約６ｍｍ（ステータ２の外径Ａに対する比率が約０．１２７）であることがより好ましい。
　なお、ステータ２の外径Ａが４７ｍｍの場合、ヨーク部２ａの厚さＤが５ｍｍ～７ｍｍの比率は、厳密には約０．１０６～約０．１４８となるが、ステータ２の外径Ａおよびヨーク部２ａの厚さＤには数％の製造誤差が存在することを加味して上記０．１～０．１５とした。
　また、ステータ２の外径Ａは、４７ｍｍに限定されるものではなく、５０ｍｍ以下であればよい。また、ロータ３の外径Ｂもステータ２の外径Ａに対して０．３倍以下の比率を満たす長さであればよい。
　また、図３では、回転数が１００，０００ｒｐｍのシミュレーション結果について示したが、厳密に１００，０００ｒｐｍである必要はなく、±１０％の範囲の回転数でもほぼ同様のシミュレーション結果を得ることができる。つまり、回転数が、９０，０００～１１０，０００ｒｐｍの範囲であれば回転数１００，０００ｒｐｍとほぼ同様のシミュレーション結果を得ることができる。
　さらに、回転数が５０，０００ｒｐｍ以上であれば、１００，０００ｒｐｍと同様の傾向のシミュレーション結果を得ることができる。かかる点について、図４を用いて説明する。
　図４では、回転数が５０，０００ｒｐｍ、７５，０００ｒｐｍおよび１００，０００ｒｐｍそれぞれの場合の、トータル損失を示す。なお、ステータ２の外径Ａ、ロータ３の外径Ｂ、ステータ２の内径Ｃおよびヨーク部２ａの厚さＤは、３つすべての回転数において同じこととする（図２を参照）。
　図４に示すように、ヨーク部２ａの厚さＤが３ｍｍ～６ｍｍの間では、回転数に関わりなく、ヨーク部２ａが厚くなるほど、トータル損失が小さくなる。また、ヨーク部２ａの厚さＤが３ｍｍ～６ｍｍの間では、回転数が小さいほど、トータル損失が小さい。これは、回転数が小さくなるほど、鉄損が小さくなる一方で、銅損が変わらない（電流値およびコイル抵抗値が変更されていないため）ことに起因する。
　また、図４に示すように、ヨーク部２ａの厚さＤが６ｍｍ～９ｍｍの間では、回転数に関わりなく、ヨーク部２ａが厚くなるほど、トータル損失が大きくなる。
　そして、図４に示すように、ヨーク部２ａの厚さＤが６ｍｍにおいては、３つの回転数すべてにおいて、トータル損失が最も低い値となっている。つまり、回転数が５０，０００ｒｐｍ以上である場合に、ヨーク部２ａの厚さＤを５ｍｍ～７ｍｍに設定することで、トータル損失を低減することができる。換言すれば、ステータ２の外径Ａに対するヨーク部２ａの厚さＤの比率が０．１～０．１５であることが好ましい。
　次に、図５および図６を用いて、ステータ２の内径Ｃを可変させたシミュレーション結果について説明する。図５は、ステータ２の内径Ｃを可変させたシミュレーション条件を示す図である。図６は、ステータ２の内径Ｃを可変させたシミュレーション結果を示す図である。
　図５に示すように、シミュレーションにおいて、ステータ２の外径Ａは、４７ｍｍ、ロータ３の外径Ｂは、１２ｍｍ、ヨーク部２ａの厚さＤは、７ｍｍで固定することとする。
　そして、ステータ２の内径Ｃは、１４ｍｍ～２２ｍｍの範囲において２ｍｍずつ可変させることとする。換言すれば、図５に示すように、エアギャップ５０が１ｍｍ～５ｍｍで可変することとなる。また、図５には、ステータ２の磁束密度の測定点Ｐ２を示す。
　図６には、シミュレーション結果における銅損、鉄損、トータル損失および磁束密度のグラフを示す。かかるグラフでは、縦軸に、各パラメータの値を示し、横軸に、ステータ２の内径Ｃを示す。
　図６に示すように、ステータ２の内径Ｃが１４ｍｍ～２２ｍｍの範囲では、内径Ｃが大きくなるほど、磁束密度が小さくなる。このため、鉄損も同様に、内径Ｃが大きくなるほど、鉄損が小さくなる。
　一方、ステータ２の内径Ｃが１４ｍｍ～２２ｍｍの範囲では、内径Ｃが大きくなるほど、銅損が大きくなる。また、図６に示すように、ステータ２の内径Ｃが１４ｍｍ～２２ｍｍの範囲では、内径Ｃが大きくなるほど、トータル損失が大きくなる。
　これは、ステータ２の内径Ｃが１４ｍｍ～２２ｍｍの範囲において、鉄損が比較的緩やかに低下しているのに対して、銅損が比較的急峻に増加していることに起因する。具体的には、銅損は、ステータ２の内径Ｃが１８ｍｍでより急峻に増加している。
　また、図６に示すように、モータ１の発熱による温度上昇は、内径Ｃが１５ｍｍ（エアギャップ１．５ｍｍ）の場合に比べて、１８ｍｍ（エアギャップ３．０ｍｍ）の場合のほうが温度上昇値が小さい。つまり、ステータ２の内径Ｃが大きくなるほど（すなわち、エアギャップ５０が大きくなるほど）、モータ１の発熱による温度上昇が低下する傾向にある。
　従って、図６に示すシミュレーション結果から、ステータ２の内径Ｃは、１６ｍｍ～１８ｍｍの間、つまりエアギャップ５０が２ｍｍ～３ｍｍの間であることが好ましい。換言すれば、ステータ２の外径Ａに対するエアギャップ５０の比率が０．０４２～０．０６４であることが好ましい。
　さらに、温度上昇値を考慮するとエアギャップ５０が３ｍｍに近いほうがより好ましい。つまり、ステータ２の内径Ｃが、１７ｍｍ～１８ｍｍの間であり、エアギャップ５０は、２．５ｍｍ～３．０ｍｍの間であることがより好ましい。
　なお、ステータ２の外径Ａが４７ｍｍの場合、エアギャップ５０が２ｍｍ～３ｍｍの比率は、厳密には約０．０４２５～約０．０６３８となるが、ステータ２の外径Ａおよび内径Ｃやロータ３の外径Ｂには数％の製造誤差が存在することを加味して上記０．０４２～０．０６４とした。
　上述したように、実施形態に係るモータ１は、ステータ２と、ロータ３とを備える。ステータ２は、ヨーク部２ａおよびヨーク部２ａから突出するティース２ｂを含む。ロータ３は、ステータ２の外径Ａに対する外径Ｂの比率が０．３以下である。また、ステータ２は、ステータ２の外径Ａに対するヨーク部２ａの厚さＤの比率が０．１～０．１５である。これにより、高速回転における損失を低減することができる。
　また、実施形態に係るモータ１において、ステータ２の外径Ａは、５０ｍｍ以下である。これにより、モータ１が比較的小型である場合にも損失を低減し、モータ効率を改善することができる。
　また、実施形態に係るモータ１において、ステータ２は、ティース２ｂとロータ３との間にエアギャップ５０が形成され、ステータ２の外径Ａに対するエアギャップ５０の比率が０．０４２～０．０６４である。これにより、エアギャップ５０を比較的広げた状態であっても損失を低減し、モータ効率を改善することができる。
　また、実施形態に係るモータ１において、回転数が５０，０００ｒｐｍ以上である。これにより、高速回転時においても損失を低減することができる。
　また、上記実施の形態により本発明が限定されるものではない。上述した各構成素を適宜組み合わせて構成したものも本発明に含まれる。また、さらなる効果や変形例は、当業者によって容易に導き出すことができる。よって、本発明のより広範な態様は、上記の実施の形態に限定されるものではなく、様々な変更が可能である。
　　１モータ　２ステータ　２ａヨーク部　２ｂティース　２ｃコイル　３ロータ　３ａ回転軸　３ｂマグネット　５０エアギャップ

Claims (4)

  1. 　ヨーク部および前記ヨーク部から突出するティースを含むステータと、
    　前記ステータの外径に対する外径の比率が０．３以下であるロータと、を備え、
    　前記ステータは、
    　前記ステータの外径に対する前記ヨーク部の厚さの比率が０．１～０．１５である
    　モータ。
  2. 　前記ステータの外径は、５０ｍｍ以下である
    　請求項１に記載のモータ。
  3. 　前記ステータは、
    　前記ティースと前記ロータとの間にエアギャップが形成され、前記ステータの外径に対する前記エアギャップの比率が０．０４２～０．０６４である
    　請求項１または２に記載のモータ。
  4. 　回転数が５０，０００ｒｐｍ以上である
    　請求項１～３のいずれか１つに記載のモータ。
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